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空气压力泵范文

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来源：开心麻花

作者：开心麻花

2025-09-18

空气压力泵范文（精选7篇）

空气压力泵第1篇

1 资料与方法

1.1 一般资料

48例均为女性,年龄33～78岁。其中根治术16例,扩根治术9例,简化根治术17例,单乳切除术6例。对48例乳腺癌术后患肢水肿的患者,分别用软尺测量患侧上肢肘关节的鹰嘴上6cm处的周径、肘关节下6cm的周径和健侧上肢肘关节上6cm、下6cm的周径作比较,以周径相差4cm为淋巴水肿的诊断标准。选取对象,在操作前均对患肢做相关检查,排除血栓,瘤栓造成的水肿。局部无感染,溃疡及出血倾向。

上肢淋巴水肿根据其程度分为三级[2]:轻度水肿:常发生于手术后一周之内,水肿范围限于肘关节以上,患侧上肢的周径比健侧粗4cm以下。中度水肿:常发生于术后三周左右,水中范围波及整个上肢包括肘关节,腕关节及手背,患侧上肢的周径比健侧粗4～7cm。重度水肿:多发生于术后一个月以后,水肿扩大到整个上肢包括指关节和肩关节活动严重受限,患侧上肢的周径比健侧粗7cm以上。活动本组病例中轻度水肿6例,中度水肿21例,重度水肿21例。

1.2 治疗方法

使用DOCTOR LIFE DL2000型空气波压力治疗仪进行治疗,将袖套套在患肢上,并固定好,采用1+3模式,调整压力,从2千帕压力开始,压力逐日递增,最大压力可达20千帕。将时间设定为30min,每日治疗2次,连续治疗4周。在治疗的同时仍需进行功能锻炼,禁止在患肢测血压、扎止血带、抽血和各注射,患侧上肢抬高以促进淋巴回流,避免用患肢提拉重物等。治疗结束后根据需要可用弹力袖套维持治疗,减少水肿复发。

1.3 周径测量

在治疗前和治疗后,分别用软尺测量健侧肢体肘关节鹰嘴上6cm处的周径和肘关节鹰嘴下6cm处的周径,患侧肢体肘关节鹰嘴上6cm处的周径和肘关节鹰嘴下6cm处的周径。并记录测量结果。

1.4 统计学分析

采用SPSS13.0统计学软件,数据均用均数±标准差表示,计量资料用t检验,以P<0.05为有显著性差异。

2 结果

2.1 在治疗前、后患侧上肢上臂和前臂周径测量值比较

经过气压治疗后,水肿明显减轻或消退,上臂和前臂周径测量值在治疗后比治疗前明显减小,见表1。

2.2 上臂和前臂治疗前后的周径差值比较

上臂和前臂的周径差值(患肢-健肢)在治疗后比治疗前明显减小,见表2。由表2可见,通过对治疗前后上臂和前臂周径差值的比较,二者差异有显著性(P<0.05)。在治疗过程中,患者无不舒适感觉,无不良反应发生。

3 讨论

乳腺癌术后上肢淋巴水肿是指术后上肢出现组织蛋白积聚、水肿、慢性炎症。上肢水肿是乳腺癌术后最常见的并发症,发生后可以引起疼痛,形体改变,功能障碍,并继发感染,甚至出现淋巴肉瘤[3]。因此如何防治乳癌术后患肢水肿,逐渐被人们所重视。近年来相关报道很多,行之有效的方法却很少。乳腺癌术后患肢水肿药物治疗效果较差[4],单纯皮肤护理和功能锻炼,患者因为疼痛,输液等原因,不能坚持,临床效果不理想。空气压力波疗法是复合物理疗法的一种,这种压力设备为多房腔、序惯性、可调节压力梯度的泵。将它的充气袖套置于水肿肢体,设好各项参数,泵压力会间断的逐个腔房呈向心性充气,将水肿液像挤奶一样挤入血液循环。由于袖套包绕整个水肿肢体,受力面积大,受力深透、均匀,大大的增加了组织液的循环,加速了致痛物质的清除,同时促进了血液、淋巴液的循环,水肿症状明显减轻。整个治疗过程简单、轻松。患者感觉舒适、愉快,乐于接受,无不良反应。治疗完成后,患者感觉肢体关节活动灵活、肌肉均有放松、效果显著。气压治疗周期结束后,仍要进行适当的功能锻炼,避免患肢负重,必要时用弹力袖套维持治疗,以防淋巴水肿的反弹。气压治疗前一定要排除治疗禁忌证:患肢血栓、感染、溃疡、出血倾向等,以免给患者带来不必要的伤害。

综上所述,空气波压力泵由于其起效快,作用强,不良反应小,且能迅速减轻淋巴水肿,提高患者治疗依从性,成为乳腺癌术后患肢淋巴水肿的重要辅助治疗措施。

摘要：目的:观察气压治疗对乳腺癌术后患肢淋巴水肿的治疗效果。方法:对我院2011-01～2012-01收治的48例乳腺癌术后患肢水肿进行气压治疗的病员进行上臂和臂周径测量,并对治疗前后进行比较。结果:治疗前上臂和前臂周径分别(31.8±4.7)cm和(27.3±3.8)cm,进行气压治疗4周后测量上臂和前臂周径分别为(26.1±3.5)cm和(24.5±2.7)cm。上臂周径差值(患肢-健肢)治疗前后分别为(5.5±0.8)cm和(2.2土0.6)cm,两者比较差异有显著性(P＜0.05)。结论:气压治疗作为综合治疗的部分,对乳腺癌术后患肢淋巴水肿的疗效满意,安全性好,值得推广。

关键词：气压治疗,乳腺癌,水肿

参考文献

[1]Jeanne A,Petrek,Melissa Cet al.Incidence of Breast CarcinomaRelated Lymphedema[J].Cancer,1998,83:2776-2781

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[3]武正炎.普通外科手术并发症预防与处理[M].北京:人民军医出版社,2002,443

EHD空气泵气流加速分析第2篇

目前,国外有关学者对EHD空气泵替代电动风扇的理论和技术进行了研究,其中具有代表性的有美国华盛顿大学的N.E.Jewell[1]和美国普渡大学的Garimella,美国加州大学Matthew Rickard[2],研究的主要目标是提高其风速及效率。2007年美国Garimella等对离子风芯片散热技术进行了深入的研究,研制了只有硬币大小(直径约15 mm)的固体风扇-RSD5,其最大风速为2.4 m/s,是普通电机驱动的冷却风扇的2~3倍。Matthew Rickard对离子风加速技术进行了仿真分析和实验研究。分析了影响离子风加速的相关因素,并研制了多级离子风加速系统。N.E.Jewell对稳态情况下的离子风系统进行了研究,提出了以优化电晕放电电极之间电场分布的方法,来提高离子风速度。Eric Moreau对离子风进行了可视化实验研究,其使用烟线法、PIV测速技术研究了离子风改善绕流边界层,及正负电晕对流场分布的影响[3]。

本研究基于电流体动力学,通过分析离子风发生机理,提出一种静电空气泵工作原理的理论模型,研究影响静电空气泵风速的因素,该理论模型也适用于离子风的流体边界层优化、燃烧控制等研究。

1 EHD空气泵机理分析

EHD空气泵是在曲率半径大小不同的电极之间加以高电压,使曲率半径小的电极周围的空气中性分子电离。产生的离子在库仑力的作用下驱动空气分子运动,从而产生空气流。EHD空气泵的基本原理模型如图1所示。图中放电尖端称为电晕极,与其对应的电极称为集电极。

在常压下才用电晕放电形式产生离子风。能够产生电晕放电的电极结构很多,一般有:针-板式、针-针式、针-格式、针-线式。就EHD空气泵而言,常采用针-板、针-针式电极。根据产生电晕的电源来源和频率可分为直流电晕、交流电晕和高频电晕等。静电空气泵中常用直流电晕形式,直流电晕可分为正电晕和负电晕。当曲率半径较小的电极为正电位时,发生的直流电晕称为正电晕,反之为负电晕。

离子风发生的过程可描述为:空气中存在的电子和离子,受到曲率半径小的电极强电场的作用加速,获得足够的能量;频繁撞击强电场周围的中性空气分子,使中性空气分子受到激发和电离而产生新的正离子和电子;这些新产生的电子和正离子在库仑力的作用下,获得足够的能量去撞击空气中的中性分子,诱导电离,产生更多的电子和正离子;这样的过程周而复始,直到电流迅速达到饱和值,产生电子雪崩[4]。

2 EHD空气泵数学模型

本研究在笛卡尔坐标系下建立了EHD空气泵数学模型,如图2所示。由于电晕产生的离子撞击空气分子的频率非常高,因此假设空间电荷与空气分子之间进行着完全的动量传递[5]。作用在空间电荷上的电场力转变为作用在空气分子上的体积力。

根据Landau的分析,连续介质内电场力表达式为[6]:

$\overset{}{f} = q \overset{}{E} - \frac{1}{2} E^{2} \nabla ε + \frac{1}{2} \nabla [ρ (\frac{d ε}{d ρ}) E^{2}] (1)$

式中 q空间电荷密度;E电场强度;ε空气介点常数;ρ空气密度。

式(1)中,第一项为库仑力;第二项为电介质内分子在点场中发生不均匀极化诱导出的束缚电荷作用力,对于空气分子可以忽略;第三项为电致伸缩项,对于一般材料的介电常数可假设为常数,对于不可压缩流体其密度为常数,第三项也可以忽略。因而库仑力是电场力中最主要部分。

由静电场泊松方程[7]:

$\nabla^{2} Φ = - \frac{q}{ε} (2)$

可得到单极电荷漂移区的电势分布:

$\overset{}{E} = - \nabla Φ (3)$

式中 Φ电场电势;q单极电荷漂移区空间电荷密度;ε空气介电常数。

根据式(1)~式(3)可求得单极电荷漂移区的电场强度E的分布。

单极电荷漂移区的电流密度受到3个因素的影响[8]:①电荷传导,这是在单极电荷漂移区电荷受到的主要作用;②对流,空间电荷受空气流作用而产生的运动;③扩散,空间电荷本身的热运动。因此电流密度可以定义为:

$\overset{}{J} = μ_{E} \overset{}{E} q + \overset{}{U} q - D \nabla q (4)$

式中 μE离子迁移率,μE=2.410-4 m2/vs; $\overset{}{U}$ 所对应的空气流场速度;D离子自身的扩散系数。

由于空气离子在空气中的运动速度是本地气流速度10的指数倍。这里假设空气处于静止状态,忽略气流速度 $\overset{}{U}$ 对电流密度 $\overset{}{J}$ 的影响,同时由于离子本身的扩散系数D很小,在这里也将其忽略。即:

$\overset{}{J} = μ_{E} \overset{}{E} q (5)$

根据式(1)和式(5)得:

$\overset{}{f} = \frac{\overset{}{J}}{μ_{E}} (6)$

对沿L方向的离子流体积单元dv=dlds进行分析。沿法向量 $\overset{}{n}$ 上的体积力为:

$d \overset{}{F} = \int_{k}^{b} \overset{}{n} \cdot \overset{}{f} d s d l = \int_{k}^{b} \overset{}{n} \cdot \frac{\overset{}{J}}{μ_{E}} d s d l (7)$

在x方向的体积力为:

$d F_{x} = \int_{k}^{b} \frac{J}{μ_{E}} \cdot \cos θ d s d x = \frac{\cos θ \cdot d Ι}{μ_{E}} \int_{k}^{b} d x = Η \cdot \cos θ \cdot \frac{d Ι}{μ_{E}}$

$F_{X} = \iint_{S} \frac{Η \cdot \cos θ}{μ_{E}} d Ι = \frac{Η \cdot Ι \cdot \cos θ}{μ_{E}} (8)$

式中 H电晕极跟集电极之间的距离;θ电晕极跟集电极之间的夹角;I电晕极与集电极之间的平均电流。

假设静电空气泵产生的气流,为不可压缩定常流动的理想流体,忽略空气分子的重力。沿流线方向应用牛顿第二定理∑F=ma得[9]:

dFx=max (9)

其中:

m=ρdsdx

$a_{x} = u \frac{d u}{d x} (10)$

设静电空气泵的总截面积为s,则得到x方向上的总力为:

$\iint_{s} d F_{x} = \iint_{s} ρ \cdot u \cdot d s d u$

$F_{x} = ρ \cdot s \cdot \frac{u^{2}}{2} (11)$

综合式(8)和式(12)得气流通道H方向上的平均速度为:

$u = \sqrt{\frac{2 Η \cdot Ι \cdot \cos θ}{ρ \cdot s \cdot μ_{E}}} (12)$

3 加速分析及模型建立

根据柱状电极电晕放电peek公式,电晕极起晕电场强度为[10]:

$E_{0} = 30 m δ (1 + \frac{0.301}{\sqrt{a δ}}) k V / c m (13)$

其中: $δ = \frac{Τ_{0}}{Τ} \cdot \frac{Ρ}{Ρ_{0}}$

在式(15)和式(16)中,m=0.72是气体参数因子;T表示绝对温度,这里假设在室温条件下T=298 K;P表示气体压强,这里P0=76 cmHg;在室温和标准大气压下δ≈1。电晕起晕电压强度为:

$V_{0} = E_{0} a \ln (\frac{Η}{a})$ kV (14)

根据P.COOPERMAN提出的极-板型I-ϕ经验公式[11]:

$Ι = \frac{k}{Η^{2} \log (d / a)} V (V - V_{0}) (15)$

其中: $\frac{Η}{c} 0.6 ‚ d = \frac{4 Η}{π}$ ; $\frac{Η}{c} \geq 2.0 ‚ d = \frac{c}{π} \cdot e^{π Η / 2 c}$ 。

式中 k离子迁移率;b电晕极跟集电极之间的距离;a电晕极半径;c多极放电时电晕极的1/2。

综合式(13)~式(15)可以得出如图3所示的I-ϕ曲线。在当电流密度为0.2 mA/m时,电晕极尖端会出现一些可见斑点,这一时期的电晕放电称为爆发式脉冲电晕,这个时期的电晕电流相对较小,产生的离子风可以忽略不计;当电流密度在0.2 mA/m~0.5 mA/m时,在电晕极和集电极之间能观察到薄的蓝色等离子体,这时期的电晕放电类型称为流光电晕,EHD空气泵消耗的电能一般为500 W/m2;当在电极之间施加更高的电压电流密度大于0.5 mA/m时,电晕放电发展为辉光电晕,进入辉光电晕后,电极之间电流密度比较稳定,能够产生较大的离子风。一般情况下,EHD空气泵极间电晕都工作在辉光电晕状态下。从图3中可以看出,随着极间电压的增加,极间电流成非线性增长。放电距离在1 cm~5 cm之间,放电电压为6 kV~20 kV之间。应用Matlab软件进行分析,在相同的供电电压下随着电极放电距离增大,电流I将减小,但其电流幅值相差的不大,这里假设在给定电压和电极距离H,则电流I为定值。因此,气流通道截面积越小,速度越快。

将EHD空气泵加速通道分为n个微小的理想流体通道。每个通道用单极电晕放电系统进行气流加速。根据P.COOPERMAN提出的电流经验公式,当电晕极之间的距离比较大时,单极电晕放电的I-V曲线将不受相邻晕极的影响。所以可以将EHD空气泵,看作是多个独立的单极EHD空气加速器,对一个大截面通道进行气流加速。

单极EHD空气泵,在一定的极间距离范围内,气流速度是随着极间距的增加而增加。所以在多极EHD空气泵加速系统中,在保证工作在辉光电晕状态下,极间距应尽可能大。气流速度还受到极间角度的影响,在不考虑电晕注流角度的情况下,极间角度θ应该接近零才能实现在有限的放电电流内对气流的最大化加速。

4 结束语

结合空气动力学与电动力学相关知识并参照前人的研究成果,本研究对EHD空气泵基本原理进行了宏观分析,并对线板式EHD空气泵,进行了详细的数学建模。应用Matlab工具分析了前人的经验公式,得出相关

电晕放电I-ϕ曲线。结合曲线数据,笔者分析了电流范围值及对离子风速度的影响,并对影响EHD空气泵气流速度因素进行了探讨。根据分析结果,结合前人的理论模型,本研究提出了EHD空气泵提高气流速度的理想化模型,并对影响多极EHD空气泵气流速度因素进行了简单探讨,得出了影响多极EHD空泵气流加速因素极间距、极间夹角θ,极间电压值和极间电流。这样为下一步实验平台设计及数据测试提供理论依据。

参考文献

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空气压力泵第3篇

下面就我们的一例维修过程介绍如下,供大家参考:

故障案例

故障现象机器在工作过程中报警“Pressure Pump Error”,停止工作。

故障原因分析根据厂家培训时提供的资料,从压力泵着手开始检查,图1为该机的液路图。

压力泵工作时,打出的正压经储压瓶分成两路,一路送到压力传感器,由主板监测压力值。在待机状态,压力达到250g/cm2时停止打压;另一路给洗液瓶,利用正压驱使蒸馏水冲洗样本管路及样本针。当机器开始测量标本时,由于消耗压力,此值就会降低,压力泵就会启动继续打压。进入SERVICE-ADJUST---ADJUST OF PUMP可看压力值。当开始分析样本时若此值低于225g/cm2-10%或者高于225g/cm2+10%即报警压力泵错误。由此得出引起此故障可能有以下情况:

①管路漏气;

②压力泵故障;

③压力泵控制电路故障;

④压力传感器及其监控电路故障。

维修过程关机,打开机器右侧外壳后开机,用手摸泵体感觉泵体震动,证实泵工作。检查硅胶管路以及洗液瓶,发现洗液瓶的瓶盖出现裂痕,用胶带绷紧裂纹并夹住check valve处的管子,泵仍无法达到停止状态。检查管路再未发现有破损或者脱落。拆下泵打开,发现泵内硅胶皮圈一个有破损。

更换瓶盖和压力泵后,机器运行正常。

两天后机器又报同一故障,检查管路相关接插部分,未见异常,用手摸泵体,感觉泵有时停时动的情况,用万用表测泵供电电压100VAC正常,怀疑泵控制电路和传感器出现了故障,进入维修模式察看压力值在220g/cm2～250g/cm2波动,压力值不稳定。人为的给压力传感器一个压力,当压力达到250g/cm2时,泵停止工作,说明控制电路和传感器正常。机器在待机状态,再说泵只给蒸馏水提供正压,泵又是新泵,维修没有进展。

询问厂家工程师,答复泵就是有时断时通现象,当机器处于待机状态时,压力泵虽然达到稳定,但是不会总处于静止状态,也会有短暂的启动。

到底哪里漏气呢?再一次检查气路,分别夹住相关气路,当仅有夹住泵的出气口时,检测的压力值成一固定值,泵停止工作,而夹住其它管子的时候,压力值依然是跳变的,泵也时断时通,考虑到是新泵重新调相关压力值,故障依旧。难道是新泵出了问题?拆下此泵,装到另外工作正常的530机器上进行对比,依然出现“Pressure Pump Error”,通知供应商重新更换一台新泵,装好后,机器工作正常。

维修心得在维修中往往会忽视一些已经被更换过的零配件,特别是对机器不熟的情况下,引导我们的思路向错误的方向,盲目地拆换,使故障扩大化,耗费人力物力,影响医院临床使用,虽然机率很小,但仍应该高度重视。

摘要：主要介绍了Sysmex530血凝仪报“pressure pump error”时故障的分析方法与排除办法。

关键词：血凝仪,血凝仪维修,压力泵

参考文献

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[2]张学龙，黄勇，程海凭．日本临床医学工程师制度提供的启示[J]．医疗设备信息，2007(1)：1-4．

空气压力泵第4篇

电控单体泵系统通过电磁阀在等速凸轮段灵活控制喷油定时和喷油压力, 满足柴油机排放法规和经济性的要求, 作为一种燃油喷射系统应用于柴油机广泛应用于船用柴油机。喷射压力是成功匹配柴油机的关键因素, 决定了喷油量和燃油雾化的质量。然而目前研究工作都只是针对喷油压力随燃油系统结构参数变化规律[1,2,3], 并未针对喷油压力随时间历程的波动规律进行系统的研究工作。本文结合电控单体泵油泵试验台试验结果, 详细分析了电控单体泵系统的喷油压力特性, 研究喷油压力及喷油压力升高率随转速和喷油脉宽的变化规律, 为电控单体泵的设计提供理论支撑。

1 系统的组成及工作原理

图1为电控单体泵燃油系统的结构示意图。该系统由电控系统和机械液力系统组成。电控系统主要包括控制单元、传感器等, 机械液力系统由电控单体泵、高压油管、喷油器和低压系统所组成。两系统之间通过控制单元发出控制信号实现对喷油过程的数字控制[4,5]。

喷油量和喷油定时通过电磁阀关闭时间长短和关闭时刻来调节, 油泵柱塞只起供油加压作用, 不承担供油调节功能, 因而油泵的结构得到简化[6]。由于电控单体泵的泵端压力、嘴端压力和喷油规律的时序与机械泵的时序有很大的区别, 所以电控单体泵的喷油压力规律不同于机械泵, 研究其喷油压力不仅对匹配不同柴油发动机有指导作用, 而且与控制系统中发动机管理程序、喷射程序、发动机标定系统的标定参数等紧密相关[7,8]。

2 试验装置及工况

2.1 试验装置

图2为电控单体泵测试系统油泵试验台试验装置。采用瑞士Kistler公司生产的高精度瞬态压力传感器测量单体泵系统高压部分的单体泵泵端和喷油器嘴端的瞬态压力。表1为试验设备与仪器。

2.2 试验工况

为了能够反映电控单体泵燃油系统在不同发动机负荷特性和速度特性下的喷射压力特性, 根据电控单体泵系统的工作特点, 选取了能够反映系统喷射压力特性的低速 (400r/min) 、中速 (800r/min) 和高速 (1 200r/min) 三条速度特性和小喷油脉宽 (2°CaA) 、中等喷油脉宽 (7°CaA) 和大喷油脉宽 (12°CaA) 三条负荷特性线, 通过对六条特性线上九个特性点的喷油压力情况进行深入分析, 研究电控单体泵的喷油压力特性, 如图3所示。

3 喷油压力特性研究

图4为喷油压力变化规律曲线。图4 (a) 为喷油脉宽7°CaA、不同凸轮转速情况下喷油定时对喷油压力 (即喷油器嘴端压力) 的影响规律。由图4可见, 喷油定时在19~29°CaA时对喷油压力基本没有影响, 因为在凸轮型线等速工作段, 在此喷油定时范围内, 喷油压力在等速段内建立;喷油定时在13~19°CaA时喷油压力均呈现上升趋势, 因为喷油压力建立过程超出了凸轮型线等速段范围。喷油压力建立过程在凸轮型线等速工作段范围内的特点是在相同转速下, 循环喷油量的调节与喷油定时无关, 油量和喷油脉宽的对应关系简单, 进而使标定工作简单。同时, 为了消除喷油定时对单体泵系统喷油压力特性的影响, 本文喷油压力的建立过程均是在凸轮型线等速工作段范围内。为了能对比分析单体泵系统喷油压力 (即喷油器嘴端压力) 的变化规律, 该试验的控制电流都是从相同凸轮相位时间开始作用。由图4 (b) ~图4 (d) 可知, 相同转速下, 随着喷油脉宽的增大, 柱塞压油的有效供油凸轮转角增大, 高压燃油向喷油器的供油量增加, 从而使喷油压力近似线性增加。随着凸轮转速的增加, 燃油的供油速率增加, 从而使喷油压力增加。根据控制电流与喷油压力的时序关系得出电磁阀通电后, 燃油的惯性和液力传递的延迟作用使喷油压力并未立即开始建立。而喷油压力是电磁阀通电时间累积蓄压的结果, 电磁阀断电结束了累积蓄压的过程而使喷油压力达到最大值, 但由于流体的惯性作用, 压力并未立即下降。喷油压力最大值随着转速和喷油脉宽的增加而升高, 在凸轮转速为400r/min时, 喷油压力最大值从喷油脉宽为2°CaA时的38.75MPa升高到喷油脉宽为12°CaA时的82.50MPa。随着转速的增加, 液体的流动速率增加, 液力延迟的作用减小, 喷油压力曲线随着转速的增加整体前移。

4 喷油压力升高率特性研究

随着转速和喷油脉宽的变化, 喷油压力的斜率出现规律性的变化, 由此提出喷油压力升高率的概念 (本文所涉及到的压力升高率均是嘴端压力升高率) 以更进一步探究喷油压力随时间历程的变化规律。

4.1 平均压力升高率

本文定义的平均压力升高率分为两部分:一是从喷油压力开始建立到喷油压力达到顶点 (即喷油压力最大值) 这一个阶段的压力增加差与这个阶段所对应的时间差的比值, 二是从喷油压力顶点下降到最低点的压力下降差与这一阶段所对应的时间差的比值。第一阶段是喷油压力上升阶段, 故为喷油压力平均升高率, 第二阶段为喷油压力下降阶段, 理论上应为平均压力下降率, 但本文为了统一概念, 统一规定为平均压力升高率, 压力上升部分为正值, 压力下降部分为负值。

图5为喷油压力的平均压力升高率曲线。由图5 (a) 可知, 相同脉宽下, 随着转速的升高, 喷油压力上升部分的平均压力升高率呈现上升的变化规律。7°CaA喷油脉宽时, 喷油压力上升部分的平均压力升高率从400r/min的19 132.7MPa/s增加到1 200r/min的89 285.7MPa/s。由于随着转速的升高, 供油速率增加, 喷油压力最大值增加, 即喷油压力的最大值与建压时的压力的差值增加, 并且随转速的增加, 相同喷油脉宽所对应的喷油时间减少, 也就是喷油压力的最大值与建压时的压力所对应的时间差减小, 根据平均压力升高率的定义得出平均压力升高率随转速的增加呈上升的变化规律。而同一转速下随着喷油脉宽的增加, 喷油压力上升部分的平均压力升高率变化规律不明显。由图5 (b) 可知, 相同转速下, 随着喷油脉宽的增大, 喷油压力下降部分的平均压力升高率呈现出下降的变化规律。凸轮转速为1 200r/min时, 喷油压力下降部分的平均压力升高率从2°CaA的-45 634.9MPa/s下降到12°CaA的-75 396.8MPa/s。随着喷油脉宽的增大, 柱塞压油的有效凸轮转角增大, 加压后向喷油器供给的燃油量增加使喷油压力最大值增大, 从而使喷油压力下降差增加。根据图4 (c) 所示, 凸轮转速为800r/min时2°CaA的压力下降时间为0.001 47s, 7°CaA的压力下降时间为0.001 05s, 12°CaA的压力下降时间为0.001 47s。由于燃油的几乎不可压缩性, 很小的体积变化便会引起很大的压力改变, 泄流时的瞬间高压燃油迅速膨胀, 喷油压力下降的时间很短, 进而相同转速不同脉宽的下降时间差别很小, 所以喷油压力下降的差值对喷油压力下降部分的平均压力升高率起决定性作用, 故喷油压力下降部分的平均压力升高率随着喷油脉宽的增大而下降。而相同脉宽下随着凸轮转速的增加, 喷油压力下降部分的平均压力升高率的变化规律不明显。

4.2 瞬时压力升高率

将平均压力升高率中定义的时间差减小, 减小到喷油压力采样点的采样周期, 两个采样时间点所对应的喷油压力的差值与采样周期的比值即为瞬时压力升高率。瞬时压力升高率代表喷油压力随时间变化的速率, 瞬时压力升高率的正负决定了喷油压力的单调性和波动性, 瞬时压力升高率值为零时, 喷油压力为极值点。图6为不同转速和喷油脉宽下瞬时压力升高率的变化规律曲线。其中, 瞬时压力升高率曲线中数值的正负反映喷油压力的波动, 虽然在压力上升阶段有压力波动, 即瞬时压力升高率曲线的数值有正负的变换, 但喷油压力没有到达最大值之前还会继续增加, 喷油压力最大值点在瞬时压力升高率曲线上就是到达最小压力升高率前瞬时压力升高率为零的点。喷油压力瞬时升高率在正值范围内的波动反映喷油压力升高过程中的脉动性, 同时得出喷油压力上升阶段为喷油压力建压起点到最小压力升高率出现前瞬时压力升高率为零的时刻, 最大波谷的作用时间为喷油压力下降阶段。

4.3 压力升高率最值点

瞬时压力升高率曲线中的最大值和最小值是燃油系统中喷油压力变化快慢的转折点。图7为凸轮转速800r/min、喷油脉宽12°CaA时压力升高率最值点与系统喷油速率、泵端压力的对应图。从图7 (a) 可知, 最大压力升高率产生的点为针阀开启的瞬间, 由于针阀开启的瞬间喷油开始, 嘴端压力瞬时减小。而柱塞加压的燃油补充由于针阀开启而喷出的燃油, 压力升高率达到最大值。图7 (b) 为泵端压力和压力升高率随时间的变化曲线, 从图7 (b) 可知, 最小压力升高率对应泵端压力下降时的压力反弹点。而泵端压力下降的压力反弹点是因为阻尼出油阀落座的瞬间, 燃油回路的节流面积突然减小, 泵端压力回升。而且从阻尼阀开始动作到落座的泄压容积是由嘴端的燃油补充, 从而增加了嘴端压力下降的压力差值。这两个因素的共同作用使压力升高率达到最小值。

图8为喷油压力升高率最值点及其时刻的变化规律。由图8 (a) 可知, 相同脉宽下, 随着凸轮转速的增加, 最大喷油压力升高率增大。而同一转速下, 随着喷油脉宽的增大, 最大压力升高率的变化规律不明显。在喷油脉宽为12°CaA时, 最大压力升高率从凸轮转速400r/min时的71 428.6MPa/s增加到凸轮转速1 200r/min时的190 476.2MPa/s。这是由于在相同脉宽下, 随着转速的增加, 燃油的供油速率增加, 单位时间内的压力差值增加, 所以最大压力升高率增大。最大喷油压力升高率的时刻点随转速、喷油脉宽变化的规律不明显。

根据图8 (b) 所示, 随着凸轮转速的增加, 喷油压力的最小压力升高率减小, 同时随着喷油脉宽的增加, 喷油压力的最小压力升高率的值也同样表现出减小的变化规律。在喷油脉宽为7°CaA时, 最小压力升高率从400r/min时的-95 238.1MPa/s下降到凸轮转速1 200r/min时的-196428.6MPa/s。这是由于随着凸轮转速的增加, 供油速率增加, 喷油压力增加, 喷油压力最大值增加, 而喷油压力下降的时间差值差别很小, 故喷油压力下降差值对喷油压力下降部分的压力升高率起决定性作用, 在相同的时间内喷油压力下降的差值的绝对值增加, 所以最小喷油压力升高率减小。喷油压力升高率最小值的时刻点随着转速的增加而提前。因为随着转速的增加, 相同喷油脉宽对应的喷油时间减少, 从而导致最小压力升高率时刻点提前。在喷油脉宽为2°CaA时, 最小压力升高率时刻从凸轮转速400r/min时的0.007 77s提前到凸轮转速1 200r/min时的0.007 14s。随着喷油脉宽的增加, 喷油压力升高率最小值的时刻点延后。凸轮转速800r/min时, 最小压力升高率时刻从喷油脉宽为2°CaA时0.007 14s延后到喷油脉宽为12°CaA时的0.009 24s。这是由于相同转速下, 喷油脉宽增加, 即喷油时间增加, 而喷油开始时刻相同, 从而使喷油结束时刻延后, 所以最小压力升高率时刻延后。

5 结论

(1) 由平均压力升高率研究可知, 喷油压力上升部分的平均压力升高率随着转速的增加而增大, 喷油压力下降部分的平均压力升高率随着喷油脉宽的增大而减小。

(2) 由瞬时压力升高率研究可知, 喷油压力最大值点为瞬时压力升高率曲线中的最小压力升高率出现前瞬时压力升高率为零的点。喷油压力上升阶段为喷油压力建压起点到最小压力升高率出现前瞬时压力升高率为零的时刻, 最大波谷的作用时间为喷油压力下降阶段。

(3) 最大压力升高率与针阀开启时刻相对应, 并随着转速的增加而增大, 而随脉宽的增大变化规律不明显;最小压力升高率与阻尼出油阀落座时刻相对应, 并随着凸轮转速的增加而减小, 而随脉宽增大的变化规律不明显。

参考文献

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[2]Fan L Y, Tian B Q, Ma X Z, et al.Quantitative analysis on cycle fuel injection quantity fluctuation of diesel engine electronic inline pump system[C]//SAE 2010-01-0875, 2010.

[3]范立云, 马修真, 朱元宪, 等.电控组合泵燃油温度动态特性研究[J].内燃机工程, 2010, 31 (6) :65-71.Fan L Y, Ma X Z, Zhu Y X, et al.Investigation on dynamic characteristics of fuel temperature for electron-controlled assembly pump[J].Chinese Internal Combustion Engine Engineering, 2010, 31 (6) :65-71.

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[5]杨时威, 吴长水, 冒晓建, 等.电控单体泵燃油喷射系统仿真[J].系统仿真学报, 2009, 21 (6) :1743-1747.Yang S W, Wu C S, Mao X J, et al.Simulation of electronic unit pump fuel injection system[J].Journal of System Simulation, 2009, 21 (6) :1743-1747.

[6]Chiatti G, Chiavola O.Modelling high pressure injection system and its effect on engine performance[C]//SAE 2003-01-1852, 2003.

[7]Catania A E, Eerrari A.Advanced mathematical modeling of electronic unit-injector systems for heavy duty diesel engine application[C]//SAE 2008-01-1195, 2008.

空气压力泵第5篇

关键词：氧驱动雾化吸入治疗,空气压缩泵雾化吸入治疗,小儿哮喘

近年来, 随着环境污染的不断下降, 小儿哮喘的发病率逐年上升, 为了使患儿病情获得有效控制, 临床上通常采用雾化吸入治疗, 能够使患儿炎症反应获得有效减轻。但是临床上雾化吸入方式众多, 本次研究特就对哮喘患儿进行氧驱动雾化吸入与空气压缩泵雾化吸入治疗的临床治疗效果研究和比较。

1 资料与方法

1.1 一般资料

本次研究中50例哮喘患儿均经临床确诊, 存在其他器官慢性炎症、肝肾功能障碍的患儿不纳入到本次研究中, 将患儿分为两组, 观察组患儿年龄平均值为 (6.94±1.16) 岁, 年龄范围居于1~11周岁, 14例男性, 11例女性, 对照组患儿年龄平均值为 (6.76±1.29) 岁, 年龄范围居于2~12周岁, 15例男性, 10例女性, 两组患儿一般资料比较差异无统计学意义 (P>0.05) 。

1.2 治疗方法

对全部患儿急性止咳、平喘以及常规抗炎等治疗, 在此治疗基础上对照组患儿接受空气压缩泵输入治疗, 调节氧流量为5~8 L/min, 吸入布地奈德2 ml/次, 同时联合沙丁胺醇进行治疗, 若患儿年龄超过3岁, 则每次应用0.5ml, 若患儿年龄不足3岁, 则减少一半应用剂量。治疗2次/d, 持续治疗10 min/次。观察组患儿接受氧驱动雾化吸入治疗, 同样吸入布地奈德, 方法参见对照组[1]。

1.3 观察指标

对两组患儿的临床症状改善情况以及治疗前后血氧饱和度进行比较和分析。

1.4 疗效评价标准

(1) 无效:患儿气喘、咳嗽等临床症状没有发生变化, 部分患儿病情恶化; (2) 好转:患儿肺部喘鸣音明显减少, 气喘、咳嗽等临床症状获得缓解; (3) 改善:患儿肺部喘鸣音明显减少或者完全消失, 气喘、咳嗽等临床症状获得明显改善[2]。治疗总有效率=改善率+好转率。

1.5 统计学方法

本次研究中采用SPSS13.0进行数据统计和分析, 计数资料采用χ2检验, 计量资料以均数±标准差 (±s) 表示, 采用t检测, P<0.05表示差异具有统计学意义。

2 结果

2.1 治疗前后两组患儿血氧饱和度比较

治疗前两组患儿血氧饱和度比较差异无统计学意义 (P>0.05) , 治疗后观察组患儿血氧饱和度明显高于对照组, 两组差异有统计学意义 (P<0.05) , 具体情况见表1。

2.2

观察组共24例患儿治疗有效, 治疗有效率为96%, 其中, 13例患儿病情好转, 11例患儿病情改善, 对照组共14例患儿治疗有效, 治疗有效率为56%, 其中, 6例患儿病情好转, 8例患儿病情改善, 两组患儿临床治疗效果差异有统计学意义 (P<0.05) , 具体情况见表2。

3 讨论

空气压缩泵雾化吸入治疗通过低压泵射流装置, 无需患儿吸气即可以空气为动力对患儿进行给药治疗, 在临床上具有较广的应用范围。氧气驱动雾化吸入治疗依靠氧气作为动力, 不但能够使患儿的临床症状获得有效改善, 还能够使患儿的血氧饱和度获得增加, 而且这一治疗方式操作简便, 能够提高患儿的耐受度, 治疗效果理想[3]。

本次研究中, 治疗组患儿血氧饱和度高于对照组, 临床治疗效果优于对照组, 两组比较差异有统计学意义 (P<0.05) , 据此可知, 对哮喘患儿进行氧驱动雾化吸入能够显著提高患儿的血氧饱和度, 临床疗效更加理想, 能够缩短患儿的治疗进程。

参考文献

[1]苏锦友.氧气驱动雾化吸入与空气压缩泵雾化吸入治疗小儿哮喘的比较.中国实用医药, 2013, 8 (26) :160-161.

[2]艾美莲, 花响岭, 胡新和.氧驱动雾化吸入与空气压缩泵雾化吸入治疗小儿哮喘的比较.当代医学, 2009, 15 (33) :11-13.

空气压力泵第6篇

1 资料与方法

1.1 一般资料

本文选取的60例小儿哮喘患儿均于2009年1月~2012年5月在我院进行治疗,且所有患儿的诊断标准符合2003年中华医学会制定的关于儿童支气管哮喘的诊断标准。观察组30例患儿中男18例,女12例,年龄11个月~5岁,平均3.9±2.1岁,病程2~4(2.0±0.1)d;对照组30例患儿中男15例,女15例,年龄10.5个月~4.2岁,平均2.9±3.1岁,病程2.9~4.5(1.5±0.5)d。所有患儿均表现为哮喘、咳嗽、呼吸困难、肺部可闻及喘鸣音及呼气延长等。两组患儿的基本资料经比较无显著性差异,无统计学意义,有可比性(P>0.05)。

1.2 治疗方法

两组患儿均给予常规的治疗方法,如给予抗炎、平喘、止咳和化痰等药物的治疗,同时对两组患儿给予特殊的护理。观察组在常规治疗的基础上给予氧驱动雾化吸入治疗;对照组在常规治疗基础上给予空气压缩泵雾化治疗。两组患儿所吸入的药物均将0.5mg布地萘德气雾剂和0.8ml吸入用复方异丙托溴铵溶液加入到1ml生理盐水中,2次/d,10~15min/次,当药物停止喷出时停止吸入。两组患儿共给予一个疗程7~10d的治疗。

1.3 观察指标

观察两组患儿在治疗过程中的临床症状的改善情况,在治疗过程中有无不良反应的发生,此外,对两组患儿雾化前后的血氧饱和度进行监测。

1.4 疗效判定

两组患儿经过一个疗程的治疗后,若患儿的哮喘发作4d以内明显减轻,喘憋症状消失或减轻,呼吸平稳,肺部湿啰音消失或减轻,支气管扩张药物和激素类药物可以停止使用视为显效;若患儿的哮喘症状4~8d后有所减轻,喘憋减轻,肺部湿啰音好转,仍需给予部分药物进行治疗视为有效;若治疗前后无明显变化或8d以上仍咳嗽、喘息等视为无效。总有效率为显效率与有效率的百分比之和。

1.5 统计学处理

采用SPSS 13.0统计学软件对数据进行统计分析,采用χ2检验计数资料,以P<0.05为有统计学意义。

2 结果

2.1 两组患儿的临床疗效

两组患儿给予不同雾化方法治疗后,观察组总有效率为90%;对照组总有效率为66.7%。观察组的总有效率显著优于对照组,有显著性差异,有统计学意义,有可比性(P<0.05)。见表1。

2.2 两组患儿雾化前后血氧饱和度的变化情况

观察组30例雾化后血氧饱和度显著增高,雾化前后有显著性差异,有统计学意义,有可比性(P<0.05)。对照组30例雾化后血氧饱和度变化不明显,雾化前后无显著性差异,无统计学意义,无可比性(P<0.05)。见表2。

3 讨论

支气管哮喘是多种细胞如嗜酸性粒细胞、肥大细胞、T淋巴细胞、中性粒细胞及气道上皮细胞等和细胞组分共同参与的气道慢性炎症性疾病之一,多发于1~6岁的儿童,被称为小儿呼吸系统的常见病、多发病[2,3]。临床表现为反复的喘息、气促、胸闷及咳嗽等。其发病原因复杂,当哮喘患儿因触发到某种因素,如吸入相应变应原、感冒、气候变化、情绪改变、剧烈运动等因素,使气道的炎症加重,气道黏膜水肿,炎性细胞浸润,渗出增多,气道分泌物增多,阻塞,加至平滑肌痉挛收缩,而引起哮喘急性发作,喘憋严重时可危及生命。因此缓解症状,是治疗哮喘发作的关键,临床多给予抗炎、平喘、止咳和化痰等药物。雾化治疗是近些年来新兴的一种治疗哮喘的有效方法,它借助雾化器将药物和水分散成极小的雾粒或微粒悬浮于气体中,通过吸气进入呼吸道和肺部,使药物较高浓度直接到达病变部位,具有起效快、作用强、效果好、用药量及副作用少等优点[4,5]。但是雾化的选择方式很多,因此临床效果不尽相同。本文观察组给予氧驱动雾化吸入治疗,在临床有效率及血氧饱和度的提高方面,显著优于采用空气压缩泵雾化治疗的对照组,两种雾化方法有显著性差异,有统计学意义,有可比性(P<0.05)。

综上所述,氧驱动雾化吸入与空气压缩泵雾化吸入是治疗小儿哮喘的首选方法,但是氧驱动雾化吸入在治疗小儿哮喘的临床疗效和提高血氧饱和度方面优于空气压缩泵雾化治疗,临床意义显著。

摘要：目的比较氧驱动雾化吸入与空气压缩泵雾化吸入治疗小儿哮喘的效果。方法选取60例小儿哮喘患者,随机分为两组各30例。两组患儿在常规治疗的基础上,观察组给予氧驱动雾化吸入治疗;对照组给予空气压缩泵雾化治疗。比较分析两种治疗方法的临床效果。结果观察组显效12例,有效15例,无效3例,总有效率为90%;对照组显效8例,有效12例,无效10例,总有效率为66.7%。观察组的总有效率显著优于对照组,差异显著有统计学意义,有可比性(P<0.05)。此外,观察组雾化后血氧饱和度显著增高,雾化前后有显著性差异,有统计学意义,有可比性(P<0.05)。对照组雾化后血氧饱和度变化不明显,雾化前后无显著性差异,无统计学意义,无可比性(P>0.05)。结论氧驱动雾化吸入与空气压缩泵雾化吸入是治疗小儿哮喘的首选方法,但氧驱动雾化吸入在治疗小儿哮喘的临床疗效和提高血氧饱和度方面优于空气压缩泵雾化治疗,临床意义显著。

关键词：氧驱动雾化,空气压缩泵,小儿,哮喘,疗效

参考文献

[1]艾美莲,花响岭,胡新和,等.氧驱动雾化吸入与空气压缩泵雾化吸入治疗小儿哮喘的比较[J].当代医学,2009,15(33):11-13.

[2]肖庆如.氧驱动雾化吸入与空气压缩泵雾化吸入治疗小儿哮喘的比较[J].医学信息(下旬刊),2010,23(5):109.

[3]赵维笑,周雪梅,黄兰珍,等.氧驱动雾化吸入与空气压缩泵雾化吸入治疗小儿哮喘的比较[J].大家健康(中旬版),2013,7(1):9-10.

[4]温赤君,朱明风,王瑞春,等.氧气驱动雾化治疗小儿中重度哮喘急性发作的疗效观察[J].中国实用儿科杂志,2001,16(3):157-158.

空气压力泵第7篇

核电站主泵电机作为核反应堆一回路的关键设备, 用于驱动主循环泵 (以下简称主泵) 使冷却剂在反应堆冷却剂系统内循环流动, 连续不断地把堆芯中产生的热量传递给蒸汽发生器。因此, 主泵电机的运行状态直接影响着核电站的运行。

1 主泵电机结构简介

本文涉及的主泵电机为立式双速三相异步鼠笼式电机, 主要由定子、转子、上十字架、下十字架、空气冷却器、惯性飞轮和电加热器组成。该电机为封闭式, 有4个内装的空气冷却器。空气冷却器位于定子壳体内铁芯和外壳间, 每个空气冷却器按照高度用隔板分成3个区域, 从转子和定子里出来的热空气进入空气冷却器的中间区域, 分成2股经定子绕组端部回到转子, 如此往复循环。

2 空气冷却器出口温度偏高问题分析

2.1 现象描述

某核电站#2机组第8次换料大修期间, 在对一回路进行动态排气过程中, 通过在线监测系统发现#2机组#4主泵电机空气冷却器出口温度测点 (2JEV40CT018) 温度较其它测点偏高。该测点最高温度曾达到56.95℃, 超过报警值 (55℃) 。

2.2 数据分析

该电站主泵电机空气冷却器主要监测参数包括空气冷却器入口温度、空气冷却器出口温度。其中, 空气冷却器入口设有2个测点, 出口设有4个测点, 相关参数及编码见表1。

查看机组在线监控数据, 以主泵电机的电流 (2JEB40CE021) 趋势为参考, 调取了#4主泵电机运行过程中空气冷却器出口温度偏高测点 (2JEV40CT018) 的温度曲线, 如图1所示。

由图1 可知, 空气冷却器出口温度测点 (2JEV40CT018) 的温度自主泵电机启动即随之明显迅速上升。为了更清楚地分析其温度趋势, 与空气冷却器的其余各温度测点进行横向对比, 调取了空气冷却器出口温度各测点总体趋势图 (如图2所示) , 以及空气冷却器入口温度各测点总体趋势图 (如图3所示) 。

由图1~ 图3 可知, 空气冷却器出口温度测点2JEV40CT018与其余3 个出口温度测点2JEV40CT017/019/020 的趋势有所不同, 而与入口温度测点2JEV40CT021/022的趋势相近。再调取#4主泵电机大修停运期间的温度曲线, 如图4~图6所示。

由图4~ 图6 可知, 空气冷却器出口温度测点2JEV40CT018与其余3 个出口温度测点的趋势均较为相近, 与2个入口温度测点的趋势则有所不同。现对空气冷却器入口温度及出口温度趋势进行分析。

(1) 空气冷却器入口温度: 主泵电机未启动前, 空气冷却器内流通的冷却水使入口测点温度较低。主泵电机启动后, 电机内部温度开始升高, 在转子风扇作用下电机内部空气开始流通, 热量随气流沿电机内部设计的风道循环, 空气冷却器入口温度随之升高, 由于入口温度直接来自转子、转子间隙、定子绕组及定子铁芯中的空气, 因此其温升紧随电机启动而快速升高, 且较空气冷却器出口温度要高。电机停运切断电源后, 空气冷却器入口温度将随之降低。

(2) 空气冷却器出口温度: 由于空气冷却器出口温度是经空气冷却器冷却后循环流回电机内部的空气温度, 因此其温升较入口温度要滞后一些。从趋势图中可以看出当电机试转结束后其出口温度没有下降而是继续上升, 并维持一定的温度后开始下降, 这是因为当电机试转结束后空气冷却器的冷却水出口阀KAA14AA129关闭, 使得空气冷却器失去冷源, 出口空气得不到冷却而温度升高, 直至与内部温度达到平衡后才逐步开始下降, 在这种情况下空气冷却器出口温度可能会高于运行期间的温度, 从而出现异常的温度偏高。

综上所述, #2机组#4 主泵电机空气冷却器出口温度测点2JEV40CT018温度偏高属于正常范围内, 但其温度趋势与入口温度趋势相近则属于异常情况。查找主泵电机温度测点布置图发现, 测点2JEV40CT018 与2JEV40CT022 安装位置接近。由2JEV40CT018 与2JEV40CT021/022温度趋势接近可推测, 在主泵电机内部测点2JEV40CT018与2JEV40CT022之间的风区分隔密封存在漏风, 造成空气冷却器进风与出风混合, 致使两测点温度趋势相近。主泵电机定子壳体上有两层隔板将主泵电机定子内分隔成3个区域, 而空气冷却器内侧装有与之对应的两层风道隔板 (氟橡胶板) , 起到密封的作用。因此, 测点2JEV40CT018与2JEV40CT021/022温度趋势接近很可能是在安装过程中空气冷却器下插进入定子壳体, 导致上部风道隔板变形, 使其密封作用失效, 造成空气冷却器进风与出风混合所致。

3 处理措施

现场打开主泵电机十字架上的人孔盖板, 采用目视及内窥镜等手段检查空气冷却器密封橡皮垫状态, 发现2JEV40CT018温度测点附近的空气冷却器风道隔板与温度探头和电机壳框架挤压, 造成该处风道隔板边角上翘, 导致空气冷却器进风区和出风区在该角落串通, 其它风道隔板状态未见异常。将该处风道隔板边角裁剪后恢复到正常封盖位置, 主泵电机运行时各测点温度恢复正常。

4 结束语

针对#4主泵电机空气冷却器出口温度偏高的问题, 通过在线实时监测系统得以及时发现, 并调取相关参数趋势进行横向和纵向比较分析, 准确、及时地判断出缺陷原因是空气冷却器下插进入定子壳体时导致上部风道隔板变形, 使其密封作用失效, 造成空冷器进风与出风混合。通过对相关数据的整理和分析, 为现场处理提供了线索和工作方向, 节约了缺陷处理时间, 防止了缺陷的进一步恶化, 避免了更大的损失。

参考文献

[1]丁舜年.大型电机的发热与冷却[M].北京:科学出版社, 1992